Universidade Federal da Paraíba Centro de Tecnologia Programa de Pós-Graduação em Engenharia Urbana e Ambiental -MESTRADO- por

Universidade Federal da Paraíba Centro de Tecnologia Programa de Pós-Graduação em Engenharia Urbana e Ambiental -MESTRADO- REALCALINIZAÇÃO ELETROQUÍMICA DE ESTRUTURAS DE CONCRETO ARMADO CARBONATADAS INSERIDAS NO MEIO URBANO - INFLUÊNCIA DE CARACTERÍSTICAS DA ESTRUTURA NO COMPORTAMENTO DO TRATAMENTO por Philippe Hypólito Lins Cabral Ribeiro Dissertação apresentada à Universidade Federal da Paraíba para obtenção do grau de Mestre João Pessoa - Paraíba Setembro 2009

Universidade Federal da Paraíba Centro de Tecnologia Programa de Pós-Graduação em Engenharia Urbana e Ambiental -MESTRADO- REALCALINIZAÇÃO ELETROQUÍMICA DE ESTRUTURAS DE CONCRETO ARMADO CARBONATADAS INSERIDAS NO MEIO URBANO - INFLUÊNCIA DE CARACTERÍSTICAS DA ESTRUTURA NO COMPORTAMENTO DO TRATAMENTO Dissertação submetida ao programa de Pós- Graduação em Engenharia Urbana e Ambiental da Universidade Federal da Paraíba, como parte dos requisitos necessários para obtenção do título de Mestre. Philippe Hypólito Lins Cabral Ribeiro ORIENTADOR: Prof. Dr. Gibson Rocha Meira CO-ORIENTADOR: Prof. Dr. Normando Perazzo Barbosa João Pessoa - Paraíba Setembro 2009

R484r Ribeiro, Philippe Hypólito Lins Cabral. Realcalinização eletroquímica de estruturas de concreto armado carbonatadas inseridas no meio urbano:influência de características da estrutura no comportamento do tratamento / Philippe Hypólito Lins Cabral Ribeiro. - - João Pessoa: [s.n.], 2009. 143 f. : il. Orientador: Gibson Rocha Meira. Co-Orientador: Normando Perazzo Barbosa. Dissertação (Mestrado) UFPB/CT. 1.Concreto armado. 2.Carbonatação. 3.Realcalinização eletroquímica. 4.Durabilidade. UFPB/BC CDU: 624.92(043)

A minha querida esposa Clécia, pelo grande amor, compreensão, apoio e incentivo. A minha família, em especial aos meus pais, Tarcísio e Cassandra, e às minhas avós, Zeneida e Maria das Dores, todos responsáveis pela minha formação.

AGRADECIMENTOS Ao Deus criador do universo, razão da existência, por ter nos amado a ponto de entregar o seu Filho unigênito, para que todo o que nele crê não pereça, mas tenha a vida eterna. Ao Professor Dr. Gibson Rocha Meira pelo incentivo, dedicação, contribuição, ensinamentos valiosos e orientação deste trabalho. Ao Professor Dr. Normando Perazzo Barbosa pela confiança e o apoio como co-orientador deste trabalho. Aos Professores Dr. Eridon Celso Pereira e Dr. Eudésio Oliveira Vilar por disponibilizarem o uso de alguns equipamentos necessários a esta pesquisa. A todos os funcionários e demais professores que fazem o Programa de Pós-Graduação em Engenharia Urbana e Ambiental. Aos profissionais do LABEME (Laboratório de Ensaios de Materiais e Estruturas), onde foi realizada a maioria das etapas desta pesquisa, nas pessoas de Delby, Cláudio Mathias, Sebastião, Ricardo, Zito e Francisco, os quais contribuíram significativamente para a realização prática deste trabalho. Aos alunos do Laboratório de Patologia das Construções (IFPB), nas pessoas de Rubens, Marquinhos, Júlio, e em especial Pablo, aluno de iniciação científica, sempre presente para a realização deste trabalho (meu braço direito). À colega química Katya, pelo auxílio na realização de ensaios de alcalinidade na UFCG. Aos colegas do mestrado e doutorado, em especial a Antônio Sobrinho Junior, Kaline Cibele, Aline Nóbrega, Marília Oliveira, Kelly Gomes, Andressa Vieira e Elisângela pelo incentivo e auxílio durante o curso. Aos colegas de trabalho Franklin, Luciano, Eduardo, Paulo, Geraldo, Clóvis e Herivaldo pelos conselhos, incentivo e apoio durante o curso. Ao meu sogro Olímpio, minha sogra Fátima e meu cunhado Cleverton pelo inestimável suporte que sempre deram. Ao meu irmão Thiago Hypólito e a minha esposa Clécia, pela ajuda direta na preparação das barras e moldagem de alguns corpos de prova deste trabalho. À concreteira Polimix, na pessoa de Andrey Lira, pelo fornecimento do cimento de alta resistência inicial e dos agregados utilizados nesta pesquisa. Enfim, a todos aqueles que contribuíram direta ou indiretamente para a realização e conclusão deste trabalho.

RESUMO Um dos maiores problemas que afeta as estruturas de concreto armado inseridas em ambientes urbanos é a corrosão das armaduras de aço, que ocorre, principalmente, pela ação dos cloretos ou pela carbonatação do concreto. Para este último caso, a realcalinização eletroquímica (RAE) tem sido proposta recentemente como um método de tratamento visando o restabelecimento da alcalinidade dos concretos, criando as condições de repassivação das armaduras e aumentando a durabilidade das estruturas. Desse modo, este trabalho teve como objetivo estudar a influência de características do concreto e da espessura de cobrimento da armadura na RAE de concretos carbonatados. Para isso foram moldados corpos de prova (CP) prismáticos com espessuras de cobrimento de 1 e 2,5cm, utilizando-se os cimentos Portland CP V (Alta Resistência Inicial - ARI) e CP IV (Pozolânico - POZ) e as relações água/cimento 0,55 e 0,65. Primeiramente, as amostras foram submetidas a um processo de carbonatação acelerada (100% de CO 2 ). Após a despassivação das armaduras, as amostras foram submetidas à RAE, sendo o avanço da frente de realcalinização monitorada através solução de timolftaleína. Nas duas etapas foi realizado um monitoramento eletroquímico, através de medidas de potenciais de corrosão (E corr ), velocidade de corrosão (i corr ) e resistividade elétrica superficial (ρ). No tratamento utilizou-se uma solução alcalina de carbonato de sódio (1M), uma malha de titânio (ânodo) e uma densidade de corrente média de 2 A/m² concreto. Medidas de alcalinidade foram realizadas para os concretos de referência (REF), carbonatados (CARB) e realcalinizados (RAE). Os resultados mostram que as amostras submetidas ao tratamento apresentaram maior alcalinidade relativa do que as amostras carbonatadas, o que comprovou a eficiência do tratamento em restabelecer a alcalinidade de todo o cobrimento. A alcalinidade relativa dos concretos, proporcionada pelo tratamento, é função da densidade de carga passante. No entanto, há uma tendência de atenuação dessa influência com o crescimento da carga passante. Os concretos POZ necessitaram de maiores densidades de carga passante e tempo para realcalinizar todo o cobrimento, embora os concretos ARI tenham obtido maiores alcalinidades relativas após o tratamento, mostrando que, na RAE, há uma maior dificuldade no restabelecimento da alcalinidade dos concretos compostos com adições minerais. Além disso, após o tratamento, foi verificado que os concretos POZ tendem demorar mais para conduzir as armaduras à repassivação. As amostras de maior espessura de cobrimento necessitaram de maiores densidade de carga passante e tempo para completar o tratamento e, após o tratamento, tendem a apresentar menor tempo para conduzir as armaduras à repassivação. Com base no monitoramento eletroquímico realizado, observou-se que os valores de E corr indicam tendência de repassivação das armaduras. Por outro lado, embora haja uma tendência de diminuição dos valores de i corr, estes necessitam de maior intervalo de tempo para fornecerem respostas conclusivas acerca da repassivação das barras. Por fim, a densidade de carga passante, suficiente para restabelecer a alcalinidade do concreto de cobrimento, tem papel fundamental na eficiência do tratamento e no tempo de despolarização estimado para a repassivação das armaduras. Por outro lado, a densidade de carga passante, excedente àquela suficiente para a realcalinização completa do concreto de cobrimento, não apresenta influencia expressiva na repassivação das armaduras. Palavras-chave: realcalinização eletroquímica, carbonatação, concreto armado, durabilidade.

ABSTRACT A serious problem that can damage reinforced concrete structures in urban environments is the corrosion of steel reinforcement, which takes place mainly due to chloride marine regions penetration into concrete and its carbonation. For this last case, the electrochemical realkalisation (ERA) technique has been recently developed as a rehabilitation method aimed on re-establishing concrete alkalinity, which leads to the re-establishment of the steel passivity. This way, this research aimed to study the influence of concrete characteristic and thickness of concrete cover on the ERA. For this purpose, prismatic concrete specimens were cast with two different thickness of reinforcement concrete cover, two types of Portland cements (Brazilian cements type IV and V) and water to cement ratios of 0,55 e 0,65. The specimens were previously carbonated in a chamber with saturated atmosphere (100% of CO 2 ). After loosing the passivity, the specimens were subjected to ERA treatment and the process was monitored by spraying thymolphthalein indicator and electrochemical measurements of half-cell corrosion potencial (E corr ), corrosion rate (i corr ) and superficial resistivity (ρ). These electrochemical measurements were also done along the carbonation period. For the ERA treatment, a sodium carbonate solution (1M) was used as electrolyte, a titanium mesh as the anode and a current density of 2 A/m² concrete. Measurements of alkalinity were carried out for reference (REF), carbonated (CARB) and realkalysed (ERA) concretes. The results pointed out that the treated specimens presented higher relative alkalinity than the carbonated specimens and this confirms the efficiency of the ERA, concerning the reestablishment of the concrete cover alkalinity. The alkalinity provided by the treatment is a function of total electric charged passed, which weakens as total charge passed increases. Pozolanic concretes needed higher electric charged passed than OPC concretes to complete realkalisation of concrete cover, although the last one reached higher relative alkalinity levels. This indicates that the effectiveness of concrete realkalisation with pozolanic addition seems to be more difficult. In addition, after the ERA treatment, pozolanic concretes tend to present longer depolarization periods to repassivate reinforcements. The specimens with thicker concrete cover required higher electric charged passed and more time to complete the treatment and, afterwards, tend to present a shorter time to repassivate reinforcements. It was observed that E corr values indicate a reinforcement repassivation tendency. On the other hand, although there is a decrease tendency of i corr values, more time is needed to give definitive responses about reinforcement repassivation. Finally, the electric charged passed, only enough to complete realkalisation of whole concrete cover, has fundamental influence on the efficiency of the treatment and the depolarization period until repassivation. On the other hand, electric charged passed, exceeding that enough to complete realkalisation of whole concrete cover, doesn t present influence on repassivation of steel reinforced. Keywords: carbonation, concrete, corrosion, durability, electrochemical realkalisation.

LISTA DE FIGURAS Figura 2.1 Diagrama de Pourbaix de equilíbrio termodinâmico (Fe H 2 O; 25 C). (Pourbaix, 1972 apud CASCUDO, 1997).... 23 Figura 2.2 Modelo de vida útil (Tuutti, 1982).... 24 Figura 2.3 Representação esquemática do processo de carbonatação (BAKKER, 1988).... 26 Figura 2.4 Avanço da frente de carbonatação ao longo do tempo, sob condições aceleradas (6% de CO 2 em volume) (adaptado de ROY et al., 1999).... 28 Figura 2.5 Influência do tempo de cura no avanço da frente de carbonatação de concretos com e sem adições minerais (SISOMPHON e FRANKE, 2007).... 29 Figura 2.6 Influência do teor de cimento por m³ de concreto sobre a profundidade de carbonatação (HO e LEWIS, 1987 apud FIGUEIREDO, 2005).... 30 Figura 2.7 Influência das adições minerais na resistência à carbonatação das argamassas (adaptado de PAPADAKIS, 2000).... 32 Figura 2.8 Influência da interação entre a relação água/aglomerante e o teor de sílica ativa na profundidade de carbonatação do concreto (POSSAN, 2004).... 33 Figura 2.9 Influência da concentração de CO 2 sobre o coeficiente de carbonatação (SANJUÁN et al., 2003).... 34 Figura 2.10 Influência da concentração de CO 2 sobre a alcalinidade das soluções dos poros das pastas de cimento durante a carbonatação (adaptado de ANSTICE et al., 2005).... 35 Figura 2.11 Representação esquemática da difusão de CO 2 nas situações de poro seco (a), poro saturado (b) e poro parcialmente preenchido por água (c) (BAKKER, 1988).... 36 Figura 2.12 Variação do grau de carbonatação com a umidade do ambiente (ANDRADE, 1992).... 36 Figura 2.13 Expansão dos diversos produtos de corrosão do aço em relação ao metal original (AALBORG CEMENT COMPANY, 1981 apud MEHTA e MONTEIRO, 2008).... 38 Figura 2.14 Esforços produzidos que levam à fissuração e destacamento do concreto, devidos à corrosão de armaduras (CASCUDO, 1997).... 39 Figura 2.15 Arranjo empregado na realcalinização eletroquímica (MIETZ, 1998).... 40 Figura 2.16 Exemplo de aplicação da realcalinização eletroquímica em estrutura real: (a) malha de titânio ativado sobre uma primeira camada de fibra de celulose encharcada de solução de Na 2 CO 3 e (b) coberto com uma segunda camada de fibra de celulose e finalmente selada com película de plástico (BERTOLINI, 2008).... 42 Figura 2.17 Representação esquemática da eletrólise da água no entorno da armadura durante a RAE.... 43 Figura 2.18 Avanço da alcalinidade no entorno da armadura devido à realcalinização eletroquímica (POLDER e Van den HONDEL, 1992).... 44 Figura 2.19 Representação esquemática da eletromigração durante a RAE.... 46 Figura 2.20 Representação esquemática da difusão durante a RAE.... 47 Figura 2.21 Ilustração representativa dos mecanismos que ocorrem durante a realcalinização eletroquímica (YEIH e CHANG, 2005).... 51

Figura 2.22 Fração da área originalmente carbonatada que foi realcalinizada após o tratamento - indicado pela cor vermelho carmim da fenolftaleína (Van den HONDEL e POLDER, 1998).... 54 Figura 2.23 Influência da densidade de carga passante sobre a velocidade de corrosão durante a RAE (YEIH e CHANG, 2005).... 56 Figura 2.24 Influência da densidade de carga passante sobre o potencial de corrosão durante a RAE (YEIH e CHANG, 2005)... 57 Figura 2.25 Condições de potencial e ph na superfície das armaduras durante o tratamento da realcalinização eletroquímica (Pourbaix, 1972 apud CASCUDO, 1997; BERTOLINI et al., 1996, adaptado).... 58 Figura 2.26 Evolução das velocidades e dos potenciais de corrosão, antes e depois da RAE (ANDRADE et al., 1999).... 59 Figura 2.27 Variação temporal da velocidade de corrosão de armaduras previamente limpas e sem limpeza: (a) imersas em solução alcalina saturada de Ca(OH) 2 e (b) envolvidas em argamassa não carbonatada (GONZÁLEZ, 2000).... 60 Figura 2.28 Medidas de potenciais de corrosão nas barras dos corpos de prova de concretos previamente carbonatados e realcalinizados eletroquimicamente, após 6, 9, 12 meses da finalização do tratamento (ARAÚJO, 2009).... 61 Figura 2.29 Valores de ph ao longo do tempo, para 10 soluções de carbonato de sódio (ODDEN, 1994).... 62 Figura 3.1 Preparação das barras de aço para moldagem dos corpos de prova de concreto: (a) limpeza superficial; e (b) isolamento das extremidades das barras.... 71 Figura 3.2 Disposição das barras nos corpos de prova de concreto.... 72 Figura 3.3 (a) Forma metálica de um CP 8x8x8 cm; (b) Cura submersa durante sete dias; (c) período de espera em ambiente de laboratório por 180 dias; (d) CP irmãos para verificação da frente de carbonatação e realcalinização.... 73 Figura 3.4 (a) Câmaras de carbonatação; (b) disposição dos CP dentro da câmara de carbonatação e (c) esquema das três câmaras de carbonatação.... 74 Figura 3.5 Esquema cronológico da produção e exposição dos corpos de prova aos ensaios de carbonatação acelerada.... 75 Figura 3.6 (a) Desbaste de 1 cm dos CP, no sentido perpendicular às faces expostas; (b) avaliação da profundidade (frente) de carbonatação através do emprego de solução indicadora de fenolftaleína a 1%.... 76 Figura 3.7 (a) CP submersos na solução de Na 2 CO 3, antes da aplicação do campo elétrico e (b) Arranjo elétrico com as fontes durante a realcalinização eletroquímica.... 77 Figura 3.8 Esquema de montagem das instalações da realcalinização eletroquímica.... 77 Figura 3.9 Esquema elétrico utilizado durante RAE.... 78 Figura 3.10 Avaliação do avanço da frente de realcalinização no concreto através do emprego de solução indicadora de timolftaleína a 1%.... 80 Figura 3.11 Medidas de potencial de corrosão e resistência de polarização: (a) eletrodo de Cu-CuSO 4 (ESC) (b) potenciostato de bancada (ParStat 2263).... 81 Figura 3.12 Esquema para medida dos potenciais de corrosão (CASCUDO, 2005).... 81 Figura 3.13 Configuração de quatro eletrodos para a medida da resistividade elétrica do concreto (CASCUDO, 1997).... 84

Figura 3.14 Esquema cronológico das etapas envolvidas no tratamento da RAE.... 85 Figura 3.15 Fluxograma geral da pesquisa.... 88 Figura 4.1 Avanço da frente de carbonatação em função do tempo de carbonatação.... 90 Figura 4.2 Verificação do avanço da frente de carbonatação através da aspersão de solução alcoólica de fenolftaleína (a 1%) nos concretos com relação a/c 0,65 moldados com cimento Portland do tipo V ARI: (a) 19 dias - 0,8mm; (b) 36 dias - 2,7mm; (c) 47 dias - 10,4mm; (d) 60 dias - 16,2mm e (e) 73 dias - 27,7mm.... 92 Figura 4.3 Monitoramento do ganho de massa dos CP de concreto submetidos à carbonatação acelerada.... 93 Figura 4.4 Monitoramento eletroquímico das armaduras durante a carbonatação acelerada dos concretos CP V (ARI 0,55 10): (a) potencial de corrosão; (b) densidade de corrente de corrosão.... 95 Figura 4.5 Evolução dos valores de resistência ôhmica do sistema empregado durante a RAE.... 97 Figura 4.6 Avanço da realcalinização em relação à densidade de carga passante.... 98 Figura 4.7 Avanço da realcalinização em relação à duração do tratamento.... 101 Figura 4.8 Verificação do avanço da realcalinização durante a RAE através da aspersão de solução alcoólica de timolftaleína (a 1%) dos concretos POZ 0,65 25: avanço da realcalinização em aproximadamente (a) 38%; (b) 75%; (c) 77%; (d) 90% e (e) 100%.... 102 Figura 4.9 Alcalinidade relativa de amostras de concreto extraídas do entorno das armaduras (0-8mm a partir da superfície da armadura) dos CP (REF, CARB e RAE).... 105 Figura 4.10 Alcalinidade relativa de amostras de concreto extraídas a três diferentes profundidades em relação à superfície dos concretos: (a) CP V - ARI 0,65 25 (REF, CARB e RAE) e (b) CP IV - POZ 0,65 25 (REF, CARB e RAE).... 107 Figura 4.11 Relação entre a densidade de carga passante durante a RAE e a alcalinidade relativa de amostras extraídas de camadas próximas à superfície da armadura (0-8mm), para os concretos CP V - ARI e CP IV - POZ.... 109 Figura 4.12 Monitoramento eletroquímico do potencial de corrosão (ESC) das armaduras durante a carbonatação acelerada e a RAE: (a) CP V ARI 0,65 10; (b) CP V ARI 0,65 25; (c) CP IV POZ 0,55 10; (d) CP IV POZ 0,65 10 e (e) CP IV POZ 0,65 25).... 112 Figura 4.13 Monitoramento eletroquímico da velocidade de corrosão das armaduras durante a carbonatação acelerada e a RAE: (a) CP V ARI 0,65 10; (b) CP V ARI 0,65 25; (c) CP IV POZ 0,55 10; (d) CP IV POZ 0,65 10 e (e) CP IV POZ 0,65 25).... 114 Figura 4.14 Monitoramento eletroquímico da resistividade elétrica superficial dos concretos durante a carbonatação acelerada e a RAE: (a) CP V ARI 0,65 10; (b) CP V ARI 0,65 25; (c) CP IV POZ 0,55 10; (d) CP IV POZ 0,65 10 e (e) CP IV POZ 0,65 25).... 117 Figura 4.15 Curvas de tendências das medidas de potencial de corrosão após a RAE.... 120 Figura 4.16 Tendências das medidas de velocidade de corrosão após a RAE.... 122 Figura 4.17 - Influência da densidade de carga passante sobre a repassivação das armaduras através de monitoramento eletroquímico após a RAE: potencial de corrosão (ESC) das armaduras: (a) CP IV POZ 0,55 10 e (b) CP IV POZ 0,65 10.... 124

Figura 4.18 Influência da densidade de carga passante sobre a repassivação das armaduras através de monitoramento eletroquímico após a RAE: velocidade de corrosão das armaduras: (a) CP IV POZ 0,55 10 e (b) CP IV POZ 0,65 10.... 125 Figura AP1 - Verificação da completa realcalinização após a RAE através da aspersão de solução alcoólica de timolftaleína (a 1%) dos concretos: (a) ARI 65 10; (b) ARI 65 25; (c) POZ 55 10 e (d) POZ 65 10.... 141 Figura AN1 Caracterização do aço empregado na pesquisa.... 143

LISTA DE TABELAS Tabela 2.1 Expansão da reação álcali-agregado depois de um ano de estocagem das amostras a 38ºC e 100% de umidade relativa (mm/m) (BANFILL e AL-KADHIMI, 1998).... 65 Tabela 3.1 Características dos materiais e condições de ensaio adotadas.... 67 Tabela 3.2 Resistência à compressão aos 90 dias, abatimento do tronco de cone e teor de aditivo (% da massa de cimento) para concretos utilizados na pesquisa.... 70 Tabela 3.3 Critérios de avaliação do potencial de corrosão de acordo com a ASTM C-876 (1999).... 82 Tabela 3.4 Classificação dos níveis de velocidade de corrosão (ANDRADE e ALONSO, 2001).... 83 Tabela 3.5 Critérios de avaliação da resistividade superficial RILEM.... 84 Tabela 4.1 Relação entre tempo de despolarização estimado, densidade de carga passante e alcalinidade relativa.... 121 Tabela AP1 Distribuição granulométrica e massa específica do agregado miúdo (areia) utilizado na pesquisa.... 139 Tabela AP2 Distribuição granulométrica e massa específica do agregado graúdo (pedra granítica britada) utilizado na pesquisa.... 139 Tabela AP3 Resumo dos ensaios realizados na pesquisa, incluindo a quantidade e as dimensões dos corpos de prova (CP) utilizados para cada ensaio.... 140 Tabela AN1 Caracterização físico-química do cimento Portland do tipo V - ARI.... 142 Tabela AN2 Caracterização físico-química do cimento Portland do tipo IV - Pozolânico. 143

SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO... 15 1.1 JUSTIFICATIVA E IMPORTÂNCIA DO TEMA... 15 1.2 OBJETIVOS... 18 1.3 LIMITES DA PESQUISA... 19 1.4 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO... 20 2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA... 21 2.1 CORROSÃO DAS ARMADURAS... 21 2.1.1 Passivação da armadura... 21 2.1.2 Iniciação e propagação da corrosão... 24 2.1.3 Despassivação por Carbonatação... 25 2.1.4 Mecanismo e efeitos da corrosão... 37 2.2 REALCALINIZAÇÃO ELETROQUÍMICA (RAE)... 40 2.2.1 Características gerais da técnica... 40 2.2.2 Princípios e mecanismos envolvidos na realcalinização eletroquímica... 42 2.2.3 Alguns fatores que influenciam a realcalinização eletroquímica... 51 2.2.4 Relação do tratamento com a repassivação das armaduras... 55 2.2.5 Durabilidade do tratamento... 61 2.2.6 Monitoramento e aceitação do tratamento... 63 2.2.7 Efeitos do tratamento sobre o concreto... 64 3 PROGRAMA EXPERIMENTAL... 67 3.1 VARIÁVEIS DE ESTUDO... 67 3.1.1 Relação água/cimento... 68 3.1.2 Tipo de cimento... 68 3.1.3 Espessura do concreto de cobrimento... 68 3.1.4 Densidade de carga passante... 69 3.2 CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS EMPREGADOS... 69 3.3 PREPARAÇÃO DOS CORPOS-DE-PROVA PARA OS ENSAIOS DE RAE... 71 3.4 CARBONATAÇÃO DOS CONCRETOS... 73 3.5 REALCALINIZAÇÃO ELETROQUÍMICA... 76 3.6 MONITORAMENTO ELETROQUÍMICO... 80 3.6.1 Potencial de corrosão... 81 3.6.2 Resistência de polarização... 82 3.6.3 Resistividade elétrica superficial... 83 3.6.4 Etapas do monitoramento eletroquímico... 85 3.7 ENSAIOS COMPLEMENTARES... 86

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO... 89 4.1 CARBONATAÇÃO ACELERADA... 89 4.1.1 Avanço da frente de carbonatação... 89 4.1.2 Monitoramento da massa dos concretos... 93 4.1.3 Monitoramento eletroquímico... 94 4.2 REALCALINIZAÇÃO ELETROQUÍMICA (RAE)... 96 4.2.1 Monitoramento de parâmetros elétricos dos sistemas estudados e do tempo do tratamento 96 4.2.2 Monitoramento do avanço da realcalinização... 98 4.2.3 Monitoramento da alcalinidade dos concretos... 105 4.2.4 Monitoramento dos parâmetros eletroquímicos: antes, durante e após o tratamento... 109 4.2.5 Análise de tendências das medidas eletroquímicas após o tratamento... 119 4.2.6 Influência da densidade de carga passante sobre a repassivação das armaduras... 123 5 CONCLUSÕES... 127 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS... 130 7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 131 APÊNDICE A... 139 APÊNDICE B... 140 APÊNDICE C... 141 ANEXO A... 142

15 1 INTRODUÇÃO 1.1 JUSTIFICATIVA E IMPORTÂNCIA DO TEMA Um dos maiores problemas que afeta as estruturas de concreto armado inseridas em ambientes urbanos é a corrosão das armaduras de aço, que ocorre, principalmente, pela ação dos cloretos ou pela carbonatação do concreto. Em ambientes urbanos, distantes da zona marítima, a carbonatação é geralmente a principal responsável pela corrosão. Entretanto, em ambientes urbanos próximos à zona marítima, a carbonatação e a ação dos cloretos podem agir simultaneamente e causar a corrosão. Em ambos os casos, muitos são os estudos que tentam avaliar o comportamento do fenômeno de corrosão em função de características dos materiais e do ambiente, com o objetivo de estabelecer parâmetros de projeto ou fazer estimativas de vida útil da estrutura (TUUTTI,1982; HO e LEWIS, 1987; BAKKER, 1988; MEIRA, 2004). Para corrigir e/ou prevenir problemas de corrosão em estruturas de concreto, vários métodos de reparo e de proteção têm sido utilizados, tais como a execução de reparos localizados, o uso de inibidores de corrosão, a aplicação de pinturas superficiais sobre o aço e o concreto, a proteção catódica etc. Nos últimos anos, além da proteção catódica, estudos sobre outros métodos eletroquímicos para proteção e reabilitação de estruturas de concreto armado atacadas pela corrosão de armaduras têm sido realizados pelo meio científico. Dentre eles, a extração eletroquímica de cloretos (EEC) e a realcalinização eletroquímica (RAE) ocupam espaço importante no conjunto de pesquisas realizadas sobre o tema (BANFILL, 1996; BERTOLINI et al., 1996; ANDRADE et al., 1999; MONTEIRO, 2002). No país, alguns trabalhos na área de realcanilização de concretos carbonatados já foram desenvolvidos, porém, utilizando-se principalmente uma técnica alternativa à RAE conhecida como RAQ (realcalinização química), cujo mecanismo de realcalinização ocorre por absorção/difusão de soluções alcalinas a partir da superfície dos concretos carbonatados (ARAÚJO, 2004; SÁ, 2006; MOREIRA, 2006; ARAÚJO, 2009). A realcalinização eletroquímica consiste na aplicação de um campo elétrico entre a armadura da estrutura e um ânodo externo, na presença de uma solução alcalina, com o objetivo de restabelecer a alcalinidade do concreto perdida com o processo de carbonatação

16 (BANFILL, 1994; ODDEN, 1994). De modo diferente da proteção catódica, é um tratamento de aplicação temporária, que cessa após a realcalinização do concreto de cobrimento. Além disso, não produz uma intervenção destrutiva na estrutura, como ocorre na execução dos reparos localizados. Sendo um tratamento temporário tem o objetivo de reinstalar a proteção contra a corrosão sem quebrar estruturalmente o concreto velho e sem a aplicação permanente de corrente elétrica (POLDER e Van den HONDEL, 1992) como é requerido na proteção catódica. Embora a RAE tenha apresentado eficiência em relação à realcalinização do concreto, a possibilidade de repassivação das armaduras após a aplicação do tratamento ainda é um aspecto em discussão no meio científico. Trabalhos como os de Odden (1994), Andrade et al. (1999) e Yieh et al. (2005) se apresentam favoráveis à repassivação das armaduras, embora os resultados apresentados não possam ser vistos como conclusivos. Por outro lado, trabalhos como os de González et al. (2000) e Miranda et al. (2003 e 2006) questionam os resultados do tratamento em relação à repassivação da armadura. Outro aspecto importante a observar é que, em alguns estudos realizados sobre a eficiência da repassivação do tratamento, tem-se utilizado apenas a técnica eletroquímica do potencial de corrosão, que por si só, pode não garantir a efetiva repassivação das armaduras. Sendo assim, o mais prudente seria utilizar-se dessa técnica em conjunto com outras técnicas eletroquímicas tais como resistência de polarização e resistividade elétrica, para garantir um monitoramento mais efetivo quanto à repassivação das armaduras. Boa parte dos estudos sobre realcalinização eletroquímica foi realizada com o objetivo de entender as características dos fenômenos envolvidos (ANDRADE et al., 1999; CASTELLOTE et al., 2006). Aspectos relacionados aos efeitos secundários do método, como alteração das características micro-estruturais do concreto, bem como o comportamento do método em função de características das estruturas reais, como tipo de concreto e arranjo estrutural da armadura, ainda carecem de mais estudos (BERTOLINI et al., 1996; YEIH e CHANG, 2005). Diante do cenário aqui exposto e considerando as vantagens do método, no que se refere à sua rápida aplicação e características não destrutivas, verifica-se a necessidade de conhecer melhor o método de realcalinização eletroquímica em relação ao seu comportamento

17 diante de propriedades das estruturas reais, tais como espessura da capa de cobrimento da armadura e características da matriz de concreto, bem como estudar a eficiência do método em relação à repassivação das armaduras. Nesse sentido, foi proposto o presente estudo, com o objetivo de conhecer melhor o método aqui apresentado e avaliar a influência de características da estrutura de concreto na aplicação e eficiência deste tratamento.

18 1.2 OBJETIVOS Este trabalho tem como objetivo geral estudar a influência de características do concreto e da espessura de cobrimento da armadura na eficiência da técnica de realcalinização eletroquímica de concretos carbonatados. Como desdobramento do objetivo geral, os objetivos específicos envolvem os seguintes pontos: Estudar a influência da relação água/cimento e de dois tipos de cimento Portland no comportamento do processo de realcalinização eletroquímica. Avaliar a influência da espessura de cobrimento da armadura no comportamento do processo de realcalinização eletroquímica. Avaliar o tempo de operação do método de tratamento empregado necessário para realcalinizar concretos com diferentes características. Estudar a influência do tratamento de realcalinização empregado sobre a alcalinidade dos concretos. Analisar a eficiência do tratamento de realcalinização empregado no que diz respeito à repassivação das armaduras.

19 1.3 LIMITES DA PESQUISA Como primeira limitação desta pesquisa destacam-se os materiais regionais utilizados, os quais apresentam características próprias e, portanto, os resultados aqui obtidos estão circunscritos aos materiais analisados. O curto período de avaliação das medidas eletroquímicas (até aproximadamente 75 dias após o tratamento) dificultou a análise conclusiva acerca da eficiência do tratamento no que se refere à capacidade de repassivação das armaduras. De fato, mesmo após este período, as velocidades de corrosão (i corr ) não haviam se estabilizado completamente, indicando que seria necessário mais tempo para avaliar a tendência de repassivação das armaduras. Desse modo, o monitoramento eletroquímico continuará sendo realizado, ficando a apresentação e discussão dos resultados adicionais para uma etapa posterior, por meio de artigos científicos. Outra limitação da pesquisa está relacionada às condições aceleradas assumidas nos ensaios de carbonatação, por representarem condições de um ambiente específico de estudo diferente da carbonatação natural. Do mesmo modo, na execução da realcalinização eletroquímica, o ambiente de laboratório impõe limites a esta pesquisa. Dessa forma, os resultados obtidos, apesar de mostrarem o comportamento do tratamento frente às diferentes características estruturais estudadas em laboratório, podem ser um pouco diferentes da aplicação em campo. Por isso, para a aplicação em estruturas reais, aconselha-se a realização de testes prévios em pequenas áreas do concreto a ser tratado.

20 1.4 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO A presente dissertação encontra-se estruturada em sete capítulos. O Capítulo I consta da presente introdução, englobando a justificativa e importância do tema, os objetivos, os limites da pesquisa e a estrutura da dissertação. O Capítulo II traz a fundamentação teórica (revisão bibliográfica). O mesmo destaca o fenômeno da corrosão das armaduras, os métodos eletroquímicos utilizados para tratamento de estruturas que sofrem corrosão das armaduras e, especificamente, o método de realcalinização eletroquímica para o tratamento de concretos carbonatados. No Capítulo III é apresentado o programa experimental, incluindo todos os materiais utilizados na realização deste trabalho. No Capítulo IV são apresentados os resultados e discussões relativos aos ensaios realizados no programa experimental. As conclusões originadas deste estudo encontram-se no Capítulo V. No Capítulo VI são feitas sugestões para trabalhos futuros. Por fim, no Capítulo VII, foram catalogadas todas as referências bibliográficas utilizadas na pesquisa. Ao final da dissertação, seguem os apêndices e os anexos.

21 2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA Este capítulo trata da revisão bibliográfica que foi realizada com intuito de fundamentar a presente pesquisa. Para facilitar o entendimento sobre o tratamento de RAE, o capítulo foi dividido em duas seções. Na primeira seção (2.1), discute-se o fenômeno da corrosão das armaduras no interior do concreto. Na segunda seção (2.2), discute-se o tratamento de realcalinização eletroquímica de concretos carbonatados. 2.1 CORROSÃO DAS ARMADURAS A elevada alcalinidade do concreto é responsável pela condição de passivação das armaduras, o que garante a sua proteção. Todavia, essa proteção não é estabelecida para sempre, podendo ser perdida com a queda da alcalinidade do concreto. Neste item, são discutidas as condições que garantem a passivação das armaduras de aço no concreto; os períodos de iniciação e propagação da corrosão; o fenômeno de carbonatação, que leva à destruição desta condição de passivação e o mecanismo e efeitos da corrosão. No caso da carbonatação, discutem-se, também, os principais fatores influentes no avanço da frente de carbonatação. 2.1.1 Passivação da armadura O concreto é um material cuja microestrutura normalmente é vista como sendo constituída por três fases principais: agregado, zona de transição e pasta de cimento hidratada. A pasta de cimento hidratada contém quatro principais espécies de sólidos: silicato de cálcio hidratado (C-S-H) que compõe de 50 a 60% do volume de sólidos e é o maior responsável pelas propriedades da pasta; hidróxido de cálcio Ca(OH) 2 - também chamado portlandita que constitui 20 a 25% do volume de sólidos; sulfoaluminatos de cálcio e grãos de clinquer não hidratados (METHA e MONTEIRO, 2008). Das três fases mencionadas, a pasta de cimento hidratada é a responsável pela alcalinidade dos concretos. Segundo Longuet et al. (1973, apud BAKKER, 1988), essa alcalinidade é resultante do Ca(OH) 2 e demais componentes alcalinos, como os hidróxidos de sódio (NaOH) e potássio (KOH) presentes na

22 solução dos poros dos concretos e, de acordo com Saetta et al. (1995), apresenta valores típicos de ph entre 12,5 e 13,5 (em concretos jovens). As condições alcalinas do concreto proporcionam a formação de uma película passivadora sobre a superfície do aço. Essa película é gerada por uma rápida e extensa reação eletroquímica onde, em presença de oxigênio, há a formação de um filme de óxidos fino e aderente ao aço, formando, na superfície do metal, uma camada protetora (POURBAIX, 1987 apud MEIRA, 2004). Desde que essa película se mantenha estabilizada e inalterada, por ser densa e impenetrável, ela é suficientemente capaz de evitar a posterior corrosão do aço (BROOMFIELD, 1997). As películas passivadoras do ferro são compostas essencialmente de Fe 2 O 3. Contudo, elas contêm certa proporção de Fe 2+ perto da interface metal/óxidos. Certos autores atribuem à película passivadora do ferro uma estrutura dúplex: uma camada externa de γ Fe 2 O 3 e uma camada interna de Fe 3 O 4 (GEMELLI, 2001). De acordo com Broomfield (1997), além dos óxidos e hidróxidos metálicos, as películas passivadoras são também, provavelmente, constituídas por minerais provenientes do cimento. Nesse sentido, esse é um tema ainda cercado de incertezas. A formação e estabilidade da película passivadora sobre a superfície do aço depende do ph do eletrólito no entorno da armadura. Na ausência de cloretos ou outros íons despassivadores, tem-se observado a formação e manutenção de uma película passivadora capaz de evitar a corrosão, desde que o ph seja maior do que 11,5 (BENTUR et al., 1997). As condições de ph e potencial da armadura definem distintas condições de equilíbrio para os metais, usualmente representada através dos diagramas de Pourbaix (Figura 2.1), através de zonas de passivação, corrosão e imunidade.

23 Figura 2.1 Diagrama de Pourbaix de equilíbrio termodinâmico (Fe H 2 O; 25 C). (Pourbaix, 1972 apud CASCUDO, 1997). O estado definido como de passivação supõe que o metal se recobre de uma capa de óxidos (película passivadora), que atua como barreira impedindo a oxidação posterior. O estado de imunidade supõe que o material não se corrói a não ser que se alterem as condições termodinâmicas para isso; é o estado em que se situam os metais submetidos à proteção catódica (ANDRADE, 1992). Entretanto, a película passivadora não permanece inalterada para sempre e, após sua quebra, inicia-se o processo da corrosão. O desenvolvimento de um processo de corrosão supõe a quebra da película passivadora (despassivação) que protege a armadura e o conseqüente desenvolvimento de interações destrutivas entre o aço e o ambiente (CASCUDO, 1997). De acordo com Bakker (1988), a quebra da película passivadora ocorre em função da penetração de substâncias agressivas que atuam, principalmente, através dos seguintes mecanismos: A redução do ph do concreto para valores menores que 9,0 através da ação do gás carbônico presente na atmosfera (carbonatação). A presença do agente despassivador íon cloreto (Cl - ) em quantidade suficiente para romper localmente a barreira da camada passivadora.

24 2.1.2 Iniciação e propagação da corrosão O fenômeno de corrosão pode ser estudado segundo o modelo de vida útil de Tuutti (Figura 2.2). Nesse modelo, a primeira fase é a fase de iniciação da corrosão, na qual a armadura está passiva, porém ocorre o fenômeno da carbonatação ou penetração de cloretos na capa de cobrimento do concreto, o que pode provocar a despassivação da armadura. A segunda fase é a fase de propagação da corrosão que se inicia quando o aço é despassivado e acaba quando um estado limite é atingido, a partir do qual as conseqüências da corrosão não podem mais ser toleradas (TUUTTI, 1982). Figura 2.2 Modelo de vida útil (Tuutti, 1982). A fase de iniciação depende essencialmente do transporte dos agentes agressivos, tais como CO 2 e íons cloretos, para o interior do concreto de cobrimento (SAETTA et al., 1995). Essa fase pode ser estimada como uma função da natureza do ambiente agressivo e da espessura e qualidade do concreto de cobrimento (TUUTTI, 1980 apud GONZÁLEZ et al. 1996). A fase de propagação se caracteriza pelo desenvolvimento das reações de corrosão, as quais podem ser mais ou menos rápidas, em função das variáveis que controlam a cinética das reações, ou seja, disponibilidade de oxigênio, resistividade do meio, etc (MEIRA, 2004). Desta forma, o concreto de cobrimento passa a ter um papel de extrema importância na proteção da armadura frente à corrosão. Helene (1986) destaca a dupla função do concreto de cobrimento bem executado, a saber: a proteção química e a proteção física. A proteção

25 química garante a estabilidade da película passivadora da armadura e a proteção física dificulta a entrada de agentes agressivos externos e a sua chegada ao nível da armadura. 2.1.3 Despassivação por Carbonatação Em ambientes urbanos, é comum haver concentrações mais elevadas de gás carbônico no ar atmosférico. Segundo Neville (1997), em grandes cidades, o teor de CO 2 pode variar de 0,3 a 1%. Um exemplo de concreto exposto a concentrações muito altas de CO 2 é o de revestimentos de túneis para veículos. Nessas condições, as moléculas de dióxido de carbono presentes no ar atmosférico geralmente penetram no concreto e provocam a carbonatação. A carbonatação é o resultado da interação entre o dióxido de carbono presente na atmosfera e os hidróxidos alcalinos presentes no concreto, resultando na formação, principalmente, do carbonato de cálcio (CaCO 3 ) (BROOMFIELD, 1997). Essa interação ocorre da superfície para o interior do concreto. A reação do CO 2 com os hidróxidos ocorre, na presença de água, conforme as reações simplificadas mostradas nas equações (2.1) e (2.2): CO 2 + Ca(OH) 2 CaCO 3 + H 2 O (2.1) CO 2 + 2KOH (ou NaOH) K 2 CO 3 (ou Na 2 CO 3 ) + H 2 O (2.2) Na realidade, outras reações intermediárias são necessárias para que ocorra a reação principal da carbonatação. Em se tratando da carbonatação do hidróxido de cálcio, que é a mais preponderante, Taylor (1997) descreve que o CO 2 se dissolve na solução dos poros da 2- pasta de cimento, produzindo o CO 3 (Eq. 2.3). Enquanto isso, os íons OH - e Ca 2+ são produzidos principalmente pela dissolução do Ca(OH) 2 (Eq. 2.4). Por fim, o CO 2-3 reage com o Ca 2+ para produzir o CaCO 3 (Eq. 2.5). CO 2 + 2OH - CO 2-3 + H 2 O (2.3) Ca(OH) 2 Ca 2+ + 2 OH - (ph ) (2.4) Ca 2+ + CO 2-3 CaCO 3 (2.5)

26 O hidróxido de cálcio é menos solúvel que os outros álcalis do cimento, o hidróxido de sódio e o hidróxido de potássio. Como a solubilidade do Ca(OH) 2 depende da concentração de OH - na solução intersticial, a reação de carbonatação começa através dos álcalis NaOH e KOH passando a seguir ao Ca(OH) 2. A longo prazo, o C-S-H também pode ser atacado, deteriorando ainda mais a pasta de cimento Portland. O avanço da carbonatação comporta então uma série de reações complexas e intermediárias sendo o carbonato de cálcio, CaCO 3, o produto preponderante no final do processo (TUUTTI, 1982 apud HELENE, 1993). Neville (1997) destaca que, em concretos contendo somente cimento Portland, é apenas a carbonatação do Ca(OH) 2 que interessa. Por outro lado, Papadakis (2000) ressalta que nos concretos contendo cimentos Portland compostos com adições pozolânicas (menor reserva alcalina) não apenas o hidróxido de cálcio é carbonatado, mas também o silicato de cálcio hidratado (C-S-H), que é o principal produto das reações pozolânicas. O resultado dessas interações é que o ph do concreto passa de aproximadamente 13 para abaixo de 9 (BAKKER, 1988) (Figura 2.3). Por conta disso, no processo de carbonatação tem-se a formação de uma frente, chamada de frente de carbonatação, que separa duas zonas com ph diferentes, sendo uma com ph menor do que 9 (carbonatada) e outra com ph mais elevado (não carbonatada) (FERNANDEZ, 1984 apud CASCUDO, 1998). Figura 2.3 Representação esquemática do processo de carbonatação (BAKKER, 1988). O avanço da frente de carbonatação tem conseqüência direta no estado de passivação ou despassivação da armadura, o que pode ser representado sobre o diagrama de Pourbaix

27 (Figura 2.1). Enquanto a frente de carbonatação não atinge o nível das armaduras, a alcalinidade do concreto ainda é elevada e a armadura permanece em estado de passivação, que é representado pelo ponto (1). Quando a frente de carbonatação atinge o nível das armaduras, a película passivadora, que usualmente reveste e protege a superfície da armadura de aço contra a corrosão, torna-se instável e é quebrada, o que pode ser representado pelo ponto (2). Após a perda da estabilidade da película passivadora, segue-se o período de propagação da corrosão, onde ocorre o desenvolvimento das interações destrutivas entre o aço e o ambiente, o que é representado pelo ponto (3) (Ver Figura 2.1). O tempo necessário para que a frente de carbonatação avance no concreto, desde a superfície até atingir a armadura, é função da espessura do concreto de cobrimento e do coeficiente de difusão do CO 2 nesse concreto (BENTUR et al., 1997), além das características da microestrutura do concreto e das condições de umidade do mesmo. Segundo Houst e Wittmann (2002), vários fatores influenciam o avanço da frente de carbonatação, tais como: relação água/cimento (a/c); condições de cura; consumo de cimento; tipo de cimento/reserva alcalina; concentração de CO 2 no ar atmosférico; teor de umidade; temperatura, presença de fissuras e zonas danificadas. A seguir serão comentados os seis primeiros fatores, por serem estes os que estão relacionados com as variáveis envolvidas nessa pesquisa. 2.1.3.1 Influência da relação água/cimento Sabe-se que a porosidade é diretamente proporcional à relação água/cimento do concreto. Além disso, vários pesquisadores comprovaram a estreita relação entre a porosidade e a resistência à carbonatação dos concretos e argamassas (HO e LEWIS, 1987; RUSSELL et al., 2001; MEIRA et al., 2006; KULAKOWSKI et al., 2006; SEIDLER et al., 2006). Os concretos com baixa porosidade carbonatam a uma velocidade menor quando comparados àqueles com alta porosidade. Como regra, considerando o uso dos mesmos materiais na dosagem, quanto menor a porosidade de um concreto maior é sua resistência à carbonatação. Dessa forma, a relação água/cimento é diretamente proporcional ao avanço da frente de carbonatação. A Figura 2.4 mostra a profundidade de carbonatação ao longo do tempo, para diversas relações água/cimento de concretos carbonatados sob condições aceleradas (6% de CO 2 em

28 volume), e observa-se que quanto maior a relação água/cimento, maior é o avanço da frente de carbonatação (ROY et al., 1999). Profundidade de carbonatação (mm) 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 a/c = 0,55 a/c = 0,60 a/c = 0,65 a/c = 0,70 a/c = 0,75 14 21 28 35 42 Tempo de exposição (Dias) Figura 2.4 Avanço da frente de carbonatação ao longo do tempo, sob condições aceleradas (6% de CO 2 em volume) (adaptado de ROY et al., 1999). 2.1.3.2 Condições de cura A cura do concreto envolve as condições que promovem a hidratação do cimento, como tempo, temperatura e umidade, consideradas imediatamente depois do lançamento de uma mistura de concreto na fôrma (METHA e MONTEIRO, 2008). Os métodos de cura empregados e o tempo de cura utilizado para cada um desses métodos têm influência na resistência à carbonatação dos concretos (NEVILLE, 1997). Se o concreto for curado de forma ineficiente a hidratação da pasta de cimento será prejudicada, resultando em uma matriz cimentícia mais porosa (BERTOLINI et al., 2004). Neville (1997) alerta que a microestrutura dessa matriz resultante, por ser mais porosa, facilita a difusão do CO 2. Por conseqüência, o concreto mais afetado é o de cobrimento, que tem a função de proteger armaduras, visto que é a parte mais suscetível à evaporação de água De acordo com Bakker (1988), com o aumento do grau de hidratação do cimento, a porosidade decresce e isso ocorre rapidamente quando não há perda de água durante a cura, ou seja, quando uma cura eficiente é aplicada.

29 Portanto, quanto maior o tempo e mais eficiente for o método de cura empregado, maior será o grau de hidratação do cimento, menor será a porosidade e, por conseqüência, menor será a carbonatação (FIGUEIREDO, 2005). Além disso, deve se levar em conta que os materiais com adições pozolânicas requerem maior tempo de cura para o desenvolvimento das reações (cerca de 28 dias para seu início) e que eles seriam desfavorecidos com períodos curtos de cura (PAULETTI et al., 2007). A Figura 2.5 mostra a influência do tempo de cura num estudo de carbonatação acelerada (3% CO 2 em volume), para concretos de cimentos Portland comuns (CP I) e de alto forno (CP III), ambos, com e sem adições de cinza volante (CV) (SISOMPHON e FRANKE, 2007). Nota-se que quanto menor o tempo de cura, maior é o avanço da frente de carbonatação, sendo esse comportamento mais acentuado para os concretos contendo adições minerais. Figura 2.5 Influência do tempo de cura no avanço da frente de carbonatação de concretos com e sem adições minerais (SISOMPHON e FRANKE, 2007). 2.1.3.3 Consumo de cimento O consumo de cimento por metro cúbico do concreto exerce certa influência na sua resistência à carbonatação. Américo e Nepomuceno (2003) realizaram estudo com argamassas de uma mesma relação água/cimento, contendo três diferentes teores de cimento (445, 545 e 645 kg/m³), com intuito de avaliar a influência desta variável sobre o período de iniciação e propagação da corrosão. Os resultados mostraram que o período de iniciação da corrosão é menor para as barras protegidas pelas argamassas contendo menor teor de cimento, confirmando que a diminuição do teor de cimento no concreto facilita o avanço da frente de carbonatação, pois a variação no teor de cimento, para uma mesma relação água/cimento, altera a microestrutura das argamassas.

30 Ho e Lewis (1987, apud FIGUEIREDO, 2005) verificaram que ao aumentar a quantidade de cimento, ou cimento mais cinza volante, por metro cúbico de concreto, ocorreu uma diminuição na carbonatação (Figura 2.6). Figura 2.6 Influência do teor de cimento por m³ de concreto sobre a profundidade de carbonatação (HO e LEWIS, 1987 apud FIGUEIREDO, 2005). Isto se justifica pois, um concreto com maior teor de cimento terá uma maior reserva alcalina, ou seja, maior quantidade de Ca(OH) 2 para ser consumido, sendo necessário mais CO 2 para carbonatar uma mesma espessura de concreto. Além disso, notoriamente, esse concreto terá uma menor porosidade e, por conseqüência, uma maior resistência à carbonatação. 2.1.3.4 Tipo de cimento Tanto o efeito físico de barreira quanto o efeito químico da reserva alcalina (para fixação do CO 2 ) dos cimentos devem ser levados em consideração na avaliação da resistência à carbonatação. O efeito químico para fixar o CO 2 é proporcionado pela quantidade de componentes alcalinos (reserva alcalina) presentes no cimento (BAKKER, 1988), o que depende do tipo de cimento empregado na produção do concreto. Assim, o cimento Portland comum, que tem aproximadamente de 20 a 25% de Ca(OH) 2 na pasta de cimento hidratada, apresenta maior reserva alcalina que o cimento Portland composto ou com adições pozolânicas, visto que a reação pozolânica consome o hidróxido de cálcio.